城市綜合管廊燃氣艙室輸氣管道泄漏擴散規(guī)律研究*

鄧小嬌，姚安林,2，徐濤龍，蔣宏業(yè)

(1.西南石油大學 石油與天然氣工程學院，四川 成都 610500; 2.油氣消防四川省重點實驗室，四川 成都 610500)

0 引言

綜合管廊指建于城市地下用于容納城市工程管線的構筑物及附屬設施。為了改善拉鏈馬路的現(xiàn)狀，高效利用城市地下空間，便于后期對城市各類生活用管道的集中管理與維護，綜合管廊的建設將成為未來的重點基礎設施[1]。但管艙內天然氣管道一旦發(fā)生泄漏，極有可能發(fā)生嚴重的燃燒爆炸事故，造成巨大的經濟損失和人身傷害事故[2]，因此有必要對管廊狹長空間內天然氣管道的泄漏擴散進行模擬，以便預測泄漏點位置和爆炸危險區(qū)域。

胡敏華[3]通過模型實驗證明在管廊艙室內的擴散是二維的；方自虎等[4]指出距離泄漏口一定距離后，甲烷濃度的變化與泄漏口的開口方向無關；Chen[5]提出Standardk-ε模型，天然氣在狹長空間的泄漏擴散更接近實驗結果，并且結果滿足工程精度要求；趙然[6]在進行泄漏的有限元模擬時并未加入事故通風的影響;林圣劍[7]對入廊燃氣獨立艙室內的通風系統(tǒng)進行模擬研究，得出換氣次數越高，有效時間越好，艙室內所形成的爆炸空間更小，但并未針對不同管輸壓力作詳細分析。

目前大部分學者對管廊的研究工作大多將真實管廊模型按比例進行縮減[8]，無法體現(xiàn)管廊長高比接近100∶1的特點，本文基于計算流體動力學理論，采用通用CFD軟件FLUENT進行數值模擬[9-11]，按照管廊的真實幾何參數建立綜合管廊內輸氣管道泄漏擴散模型，研究了天然氣泄漏的擴散過程、特點以及管輸壓力、通風速度等關鍵因素對可燃氣體爆炸危險區(qū)域的影響規(guī)律，從而進一步探討可燃氣體報警器的報警時間和關閉閥門后的解除報警時間。

1 氣體擴散模型

對于氣體擴散半經驗模型，國外學者提出高斯模型[12]、箱模型[13]、Sutton模型[14]等，隨后國內學者又對這些半經驗模型進行了改進[15-16]。氣體擴散的理論模型仍被廣泛應用，但上述模型的準確性會受到模型假設和氣體擴散條件的影響[17]。

1.1 高斯模型

高斯模型(Gaussian Model)分為高斯煙團模型(Gaussian Puff Model)和高斯煙羽模型(Gaussian Plume Model )。管道上小孔或縫隙持續(xù)漏氣時，因發(fā)生連續(xù)泄漏，即泄漏排放時間與擴散時間相當，泄漏時間比較長，故選用高斯煙羽模型。

由于高斯模型未考慮氣體自身重力的作用，所以只適用于描述密度不大于空氣的氣體泄漏擴散。模擬的精度雖較差，但對于大規(guī)模連續(xù)性或短時間瞬時泄漏均可模擬。

1.2 箱模型

1970年，Uan[18]在重氣氣云實驗中發(fā)現(xiàn)重氣下沉的規(guī)律，模擬重氣氣云的擴散狀況時提出箱模型的概念。

該模型假設擴散區(qū)域內的濃度場、溫度場等在下風向的任一橫截面上均滿足均勻分布(又稱矩形分布)。這類模型在考慮重力的基礎上，只能描述氣云的平均狀態(tài)，不能描述細節(jié)狀態(tài)。

1.3 Sutton模型

英國學者薩頓(O.G.Sutton)從泰勒公式中的拉格朗日相關系數的具體形式求得擴散參數。再將其代入高斯模型得到Sutton模型。該模型是在高斯模式和泰勒公式的基礎上發(fā)展的一種用氣象參數進行擴散估算的經驗公式，適用于密度不大于空氣的氣體，大規(guī)模長時間泄漏擴散的模擬，計算量小，對模擬湍流效果好，但誤差較大。

2 氣體泄漏擴散物理模型

由于研究對象主要關注天然氣在管廊長度方向的濃度分布和報警時間，此外，建立三維模型對計算機配置要求過高，本文假設天然氣沿管廊寬度方向的濃度梯度較小，采用ICEM軟件建立沿長度(X軸)和高度(Y軸)方向的二維天然氣擴散模型。按照國家標準[19-20]設計管艙空間的幾何尺寸，選取2.4 m作為管廊高度，防火區(qū)間200 m作為計算域長度。本文主要針對中壓、次高壓管道，因為這類管道在管艙的相對密閉空間泄漏后，氣體擴散范圍更廣，潛在風險更大。為了便于計算將泄漏孔處理為20 mm孔徑的圓形孔口，如圖1所示。

圖1 天然氣管艙幾何模型Fig.1 Geometric model of natural gas pipeline cabin

根據國家標準[21]，可燃氣體處于封閉或局部通風不良的半敞開廠房內，每隔15 m設置1臺探測器，且探測器距其所覆蓋范圍內的任意釋放源不宜大于7.5 m。因此，本文將可燃氣體報警控制器對稱布置在泄漏源兩側，坐標點依次為x=-22.5,-7.5,7.5,22.5 m。

2.1 模型簡化

為了簡化計算過程，根據管艙內的實際布置情況，在滿足工程精度的條件下可忽略一些次要因素，具體假設如下[22]：

1)天然氣泄漏口處的泄漏壓力恒定。

2)忽略空氣粘性的影響。

3)假定泄漏天然氣全為甲烷，且是理想氣體，氣體之間不發(fā)生化學反應。

4)泄漏過程中，溫度恒定且與外界無熱量交換。

2.2 網格劃分

采用結構化網格進行劃分，但因泄漏孔徑相較于防火區(qū)間長度200 m的量級差異接近104，故必須對泄漏孔及進出風口進行局部網格加密，網格數共計41 598個，網格質量約為0.7。

2.3 模型參數及邊界條件

Fluent計算基于壓力求解器，采用Standardk-ε模型模擬湍流流動、組分輸運模型(Species Transport)模擬天然氣在大氣中的泄漏擴散過程。

泄漏孔口噴射出的高速流體視為可壓縮的流體，故采用質量流量入口，流量值按照侯慶民[23]所提的公式計算。進風口采用速度入口，正常通風換氣次數(6次/h)和事故通風速度(12次/h)換算成速度分別為1.92，3.85 m/s。管廊防火墻兩端和排風口均采用壓力出口，管廊壁面采用無滑移的恒溫壁面。

3 數值模擬及結果分析

3.1 報警響應時間

地下綜合管廊中天然氣報警濃度設定值不應大于其爆炸下限值(體積分數)的20%，換算成質量分數為0.6%。為了考察最長的報警響應時間，將泄漏源設在2個可燃氣體報警控制器的中點。

在2.1節(jié)模型簡化的基礎上，將外部大氣壓設為1個標準大氣壓，環(huán)境溫度為300 K，小孔泄漏孔徑為20 mm，模擬正常通風風速(1.92 m/s)、管輸壓力為200，400,800 kPa時的報警時間，報警時刻t的數值及相應的濃度分布如圖2所示。3種管輸壓力下最先響應的報警器位置均是x=7.5 m處，即順風側方向距離泄漏源最近的可燃氣體報警控制器，進而推斷報警器正常響應時，泄漏源坐標位于報警器的逆風側7.5 m范圍內。在不同管輸壓力對應的報警時刻，逆風側的擴散距離與管輸壓力成正比，當p=800 kPa時逆風側擴散距離最遠。由此可知，順風側比逆風側擴散速度快，天然氣在管艙內擴散后濃度并不呈對稱分布。

圖2 不同管輸壓力報警時刻濃度分布Fig.2 Geometric model of natural gas pipeline cabin

不同管輸壓力的報警響應位置及報警時間如圖3所示，隨著壓力從200 kPa增加到800 kPa，相同位置報警器的報警時間呈倍數減小且最大幅值位于x=-22.5 m。說明報警時間和管輸壓力成反比，隨著管壓的增加報警時間逐漸減小。

圖3 不同管輸壓力的報警響應位置及報警時間Fig.3 Alarm response position and alarm time under different pipeline transportation pressures

報警響應曲線是指報警時間t與報警器坐標x的關系，由數據擬合得到拋物線型函數關系式：p=200 kPa時，t=0.078x2-0.978x+13.348；p=400 kPa時，t=0.046x2-0.107x+4.915；p=800 kPa時，t=0.045x2-0.151x+3.216。

若距離泄漏源最近的報警器因故障而失效，則報警時間隨報警器坐標的遞增呈拋物線型增長，報警時間的延長將給現(xiàn)場救援隊伍對泄漏源和泄漏時間的判斷增加難度。因此，實際工程中應定期檢修報警器以盡可能降低其失效概率。

3.2 擴散實時位置分析

為了考察報警裝置響應后的天然氣擴散情況，將進風口風速取事故通風速度(3.85 m/s)，其余條件與3.1節(jié)一致。如圖4所示，在3種不同管輸壓力泄漏后，天然氣均能在200 s內擴散至1個防火墻距離，且順風側的擴散趨勢比逆風側平緩。3種工況的擴散距離到達極值后均不再增加，因為逆風側到達泄漏擴散邊界，而順風側也已經擴散到管廊計算域的右端。天然氣的擴散速度隨著管輸壓力的增大而增大，從而天然氣到達管廊兩端邊界的時間與管輸壓力呈負相關。

圖4 不同管輸壓力下隨著泄漏時間變化的擴散位置Fig.4 Diffusion location changing with leakage time under different pipeline transportation pressures

天然氣泄漏擴散至逆風側邊界局部圖如圖5所示，在進風口風速的吹掃作用下，當管輸壓力為200，400和800 kPa時，向逆風側擴散的最遠端分別在x=-15.6，-38.2，-50.3 m處。研究發(fā)現(xiàn)，天然氣在管艙內發(fā)生泄漏后，在進風口風速和管輸壓力的共同影響下天然氣的初始動量不同，天然氣朝逆風側擴散時自身動量逐漸減小，導致逆風側存在泄漏擴散邊界且位置不同。此外，天然氣因自身密度小產生的浮力起主導作用，逐漸向管艙上方空間聚集。

圖5 不同管輸壓力下逆風側的泄漏擴散邊界Fig.5 Leakage diffusion boundary at upwind side under different pipeline transportation pressures

3.3 天然氣爆炸極限濃度區(qū)移動速度

由于管廊兼有報警系統(tǒng)和通風系統(tǒng)，報警器一旦響應，通風裝置將會加大進風口風速，爆炸危險區(qū)域會在風速動態(tài)變換的影響下隨泄漏時間的推移而移動。因此，合理的預測天然氣爆炸極限移動速度將為現(xiàn)場救援隊伍判斷爆炸危險區(qū)域起到一定的指導作用，最大程度地降低火源在天然氣爆炸范圍內出現(xiàn)的可能性。

將進風口風速取事故通風速度(3.85 m/s)，其余條件與3.1節(jié)一致，天然氣泄漏擴散后的濃度分布如圖6所示。t=18 s時，管輸壓力為200，400，800 kPa的爆炸下限到達位置分別為：x=10.1，15.5，18 m。由此可知，天然氣爆炸極限移動速度與管輸壓力成正比。而距離泄漏口兩側15 m內的爆炸范圍與管輸壓力成反比，管輸壓力越高，初始噴射速度越快，故當p=800 kPa時天然氣由泄漏口快速向管艙內噴射，該區(qū)域內大部分天然氣濃度超過爆炸上限，導致爆炸范圍的減小。

圖6 t=18 s時不同管輸壓力的天然氣擴散質量分數Fig.6 Mass fraction of natural gas diffusion under different pipeline transportation pressures at t=18 s

用天然氣最高爆炸極限移動速度來反映不同管輸壓力下處于爆炸上限的氣體移動速度，如圖7所示，天然氣爆炸極限移動速度的初始值隨管輸壓力的增大而增大，p=200 kPa時，在t=10 s內快速上升至0.7 m/s；p=400 kPa與p=800 kPa的移動速度則是先上升后快速下降，最終在t=125 s后達到相同的移動速度0.75 m/s。

圖7 不同管輸壓力時最高爆炸極限移動速度Fig.7 Moving velocity of maximum explosion limit under different pipeline transportation pressures

用天然氣最低爆炸極限移動速度來反映不同管輸壓力下處于爆炸下限的氣體移動速度，如圖8所示，在t=20 s內，天然氣爆炸極限移動速度的變化最劇烈，之后100 s內趨于平緩，最終在t=120 s后達到相同的移動速度0.8 m/s。對移動速度v和泄漏時間t曲線積分，可得不同泄漏時刻爆炸上下限的位置坐標，為爆炸危險區(qū)域的劃分提供了參考。

圖8 不同管輸壓力時最低爆炸極限移動速度Fig.8 Moving velocity of minimum explosion limit under different pipeline transportation pressures

3.4 環(huán)境大氣壓對天然氣擴散的影響

大氣壓隨著四季氣候更替和晝夜溫差發(fā)生微小的變化。一般來說，隨著氣溫和濕度的降低，大氣壓會增大，反之降低。劉虎生[24]指出最大的負壓差14 kPa出現(xiàn)在夏季的下午。當大氣壓下降時，管廊兩端和排風口的壓力變化較管艙內變化顯著，導致管艙產生內外壓差，從而影響管艙內天然氣的擴散。以p=200 kPa為例，改變管廊兩端及排風口的邊界條件，模擬標準大氣壓(101 325 Pa)和低于標準大氣壓14 kPa(87 325 Pa)下的天然氣擴散規(guī)律。

監(jiān)測報警器可知，2種工況下最先響應的裝置均是在順風側方向x=7.5 m處的報警器，而且工況2比工況1的報警時間更短，說明若泄漏時刻發(fā)生在夏季下午，會比正常大氣壓下的報警響應更靈敏，縮短報警時間有利于及時發(fā)現(xiàn)泄漏。

如圖9所示，當泄漏時間相同時，工況2天然氣擴散距離均大于工況1，且在t=54 s時，幅值最大為10.1%；當t=126 s時，2種工況的擴散距離到達各自極值，因為在進風口風速吹掃作用下，天然氣向逆風側擴散時動能逐漸減小，大氣壓的降低導致逆風側的擴散距離增加，從而延長總擴散距離。

圖9 不同環(huán)境大氣壓的天然氣擴散距離Fig.9 Diffusion distances of natural gas under different ambient atmospheric pressures

3.5 解除報警時間

解除報警時間定義為管艙全部空間的天然氣質量濃度值低于報警濃度值，即質量分數為0.6%。緊急切斷濃度設定值不應大于其爆炸下限值的25%，換算成質量分數為0.9%。

為了分析風速對解除報警時間的影響，依次選擇4，5，6，7,8 m/s作為目標風速，以泄漏總時長t=25，1 500 s 2種工況的天然氣濃度分布作為初始值，其余條件與3.1節(jié)內容一致。

由圖10可知，解除報警時間隨著進風口風速的增大而減小。解除報警時間t與進風口風速v呈近似線性函數關系：泄漏總時長25 s：t=418-40.5v；選擇4～8 m/s的風速均能夠在300 s內解除報警；泄漏總時長1 500 s：t=1 242-125.5v。建議選擇8 m/s作為進風口經濟風速，使得用最小的通風量就能將解除報警時間控制在300 s以內。

圖10 不同泄漏時長的解除報警時間對比Fig.10 Comparison of release alarm time under different leakage time

4 結論

1)當泄漏孔徑為20 mm，通風速度為1.92 m/s，且泄漏源處于2個報警器中間時，管輸壓力為200，400，800 kPa時報警時間分別為10.4，6.7，4.5 s。3種管輸壓力下最先響應的報警器均是x=7.5 m處，即順風側方向距離泄漏源最近的報警器。

2)不同管輸壓力的天然氣朝逆風側擴散時，擴散距離極大值隨初始噴射速度的增大而增大。環(huán)境大氣壓的降低不僅會縮短報警裝置的首次報警時間，還通過增加逆風側擴散距離而延長總擴散距離。

3)天然氣爆炸極限移動速度與管輸壓力成正比，通過預測爆炸危險區(qū)域的實時位置，有利于在事故搶險救援中準確地指導爆炸危險區(qū)域的劃定，在該區(qū)域內杜絕任何火源以使爆炸可能性降到最低。

4)解除報警時間與進風口風速呈近似線性關系。可根據不同的泄漏初始狀況和管廊周邊環(huán)境選擇最佳風速，為現(xiàn)場救援隊伍對通風量及解除報警時間的判斷提供參考。